王智丰，尹 犟，曹 磊，张大海

（1.中南林业科技大学 土木工程学院，湖南 长沙 410004；2.湖南省建设工程质量检测中心，湖南 长沙 410015）

现代木结构在融入现代高新加工处理技术后，克服了传统木结构的自身缺陷，将设计与建造的融美感、功能性与高性价比集于一体，具有资源再生、绿色环保、保温隔热、强重比高、美观、施工便捷等优点，以及防震抗风、防潮防腐、防火防蚁、稳定性高、耐久性好等特点，且正向高负载、大跨度的方向进军，堪与现代混凝土、钢结构相媲美。

发达国家在工程建设中十分重视工程木结构材料的应用。20世纪50年代初，美国开始研究桥梁用大跨重型工程木结构材料制造技术。随后加拿大、英国、日本、挪威、澳大利亚等国家也纷纷对其开展了大量研究，形成了较成熟的技术体系，并将其广泛应用于大型商业和工业建筑以及学校、体育场馆、别墅、会所和桥梁等领域[1]。挪威于2003年建成世界上设计车辆荷载满载运行、跨度最长的Flisa桥(主跨70.34 m)[2]，并着手开展对木结构桥梁运营阶段长期健康监测技术的研究。目前，国外已经形成一套完整技术规范和标准，包括胶合木制造、改性处理，构件设计、检测，结构施工、验收和养护等。

我国对现代木结构的研究起步较晚，20世纪80年代末，开始引进西方现代木结构建筑，目前已取得不少研究成果[3-8]。刘伟庆等[3]主要研究了速生材杨木、意杨等工程复合木构件的抗弯性能及FRP增加胶合木梁性能等。祝恩淳等[4]对轻型木结构的钉连接以及剪力墙抗侧力性能开展了较多研究。程羽[5]研究了杨木和桦木两种不同结构的木材与木塑复合材料(WPC)的疲劳性能和疲劳裂纹扩展机理。李玲等[6]研究了在疲劳/蠕变交互作用下竹木复合层合板的断裂损伤行为。然而这些研究的对象主要是轻型木结构的小尺寸构件，对大跨重型木结构整体受力性能的研究相对缺乏，导致对木结构桥梁的结构安全性存在较大质疑，严重制约了其在桥梁工程等大跨工程领域的应用。

课题组通过与美国西部木结构公司(WWS)合作，建造了一座胶合木结构示范人行桥。该桥根据中国规范CJJ69—95[9]和GB50005—2003[10]设计，并按美国标准NDS2005[11]和AITC 117—2004[12]制造。为了检验该桥的承载能力是否满足要求，作者现场对其进行了静载试验。综合桥梁静载试验效应与校验系数的分析结果，进而对桥梁的结构性能做出评价，为桥梁运营期间的安全性提供科学的数据资料，并为国内相关技术标准的拟订提供理论和试验依据。

1 工程概况

该人行桥的结构形式为上承式三铰拱桥，主要由拱肋、拱上建筑物、桥面系等部分组成，主材采用美国花旗松，辅材为国内速生树种。桥面净宽3.0 m、总长39.5 m，计算跨径38.07 m、计算矢高9.0 m、矢跨比f /l=1∶4.2，设计人群荷载5.0 kN/m2。

桥梁上部结构采用圆弧拱（R=26.1 m），横向设置2根主拱肋，拱肋轴间距2.92 m，主拱截面为222 mm×686 mm，两根拱肋之间通过8道K字撑连接，横撑、斜撑截面尺寸分别为130 mm×305 mm、171 mm×190 mm，拱上立柱共有20个，截面尺寸采用171 mm×229 mm 和171 mm×190 mm两种形式，立柱横撑、斜撑截面均为130 mm×152 mm，立柱盖梁截面尺寸为130 mm× 419 mm，桥面纵梁截面尺寸采用79 mm× 305 mm和130mm×305mm两种形式，所有构件均通过钢连接板、螺栓和圆钢销等进行连接。桥梁整体结构，如图1、2所示。

图1 桥梁结构立面Fig.1 Elevation view at arch level of bridge structure (mm)

图2 桥梁结构平面Fig.2 Plan view at arch level of bridge structure (mm)

2 有限元分析

2.1 有限元模型的建立

采用通用结构分析与设计软件Midas Civil 2010对该桥进行有限元建模。由于桥梁的拱座为钢筋混凝土重力式墩台，刚度非常大，故只建立上部主体结构有限元模型，关键步骤如下：

1）采用空间梁单元模拟主拱肋、拱上立柱以及拱间横撑、斜撑等构件，对于木构件的材料属性，其值由两组胶合木柱（A-137 mm×137 mm×500 mm，B-105 mm×105 mm× 500 mm）顺纹轴心受压试验确定。拱肋顺纹弹性模量E1取1.05×104Mpa、其他主要木材弹性模量E2取0.93×104Mpa，泊松比μ=0.2，容重γ=8.0 kN/m3。

2）拱肋实际上是由2段拼接而成，对接节点如图3所示。由对接拱肋的静力试验结果可知，对接而成的拱肋与直接成型的拱肋相比，其力学性能基本一致，可将对接节点看作刚接。对于钢夹板螺栓连接节点，若考虑为半刚性连接，则所得振型及频率与实测结果相差较多，故将这些节点模拟为刚接较为合适[13]。

图3 拱肋对接节点Fig.3 Moment splice connection

3）拱肋拱脚支撑处模拟为铰接，拱顶处也模拟为铰接，这与实桥边界条件相符。由于各构件之间均采用刚度较大的钢夹板螺栓连接，故有限元模型中除了桥面纵梁确为铰接的节点，其他节点处均模拟为刚接。通过实际的建模对比试算发现，若将各连接节点模拟为铰接或半刚性连接，则所得的结构各阶频率及振型与实测结果吻合度较低。

4）楼梯、桥面板及护栏等附属构件均模拟为恒荷载施加于主体结构上，设计过程中也采用了这种模拟方式，模拟结果较为准确。对于各连接节点处的钢连接件，由于其自重比大，较之轻便的装配式木桥亦不可忽略，故将钢连接件均模拟为恒荷载施加于各连接节点处。

主体结构共离散为122个节点以及219个梁单元。全桥有限元模型如图4所示。

图4 木桥有限元模型Fig.4 Finite element model of timber bridge

2.2 稳定性分析结果

现代木结构拱桥由于采用轻质高强材料，且跨径较大、宽跨比较小，其失稳形态一般是面外半波失稳，但是由于拱发生面外失稳时一类失稳的特征已较为明显，而且一类稳定问题力学情况简明，能够求出拱的失稳形态，所以一类稳定问题无论在理论分析中还是在工程应用上都占有重要地位。采用有限元程序求出特征值的方法进行面外一类弹性稳定系数的计算，结果如表1所示。

表1 各工况下桥梁结构弹性稳定性†Table1 Stability of the bridge under different testing conditions

风荷载标准值按《公路桥梁抗风设计规范》(JTG/T D60-01)4.3中规定，计算取值0.35 kN/m2。

3种荷载工况下结构的弹性失稳系数最小为7.23，大于4～5，因此该桥稳定性满足规范要求。对比工况2和工况1可以发现，活载作用下桥梁弹性稳定系数降低逾30%，可见活载对结构的弹性稳定性影响较大，这主要是由于结构自重小，活载比值较大引起的。

3 静载试验

3.1 测试工况

根据桥梁实际特点，共分两种测试工况进行加载试验，各测试截面相应的测试项目汇总于表2中。测点布置，如图5所示。

表2 测试工况及项目Table2 Testing conditions and items

图5 测点布置Fig.5 Arrangement of testing points

3.2 加载方案

人行桥荷载试验目前尚缺少相关技术规程，参考桥规《公路桥梁承载能力检测评定规程》（JTG/T J21-2011）8.1.2中规定[14]，静载试验荷载可按控制内力、应力或变位等效原则确定。静载试验效率可按下式计算，宜介于0.95～1.05之间。

式中：ηr—静载试验荷载效率；Ss—静载试验荷载作用下，某一加载试验项目对应的加载控制截面内力、应力或变位的最大计算效应值；S′—检算荷载产生的同一加载控制截面内力、应力或变位的最不利效应计算值；μ—冲击系数，μ=0。

结合现场实际条件，采用水袋注水(45 t)的方式进行桥面均布加载，可以使拱肋各截面挠度达到规定的荷载效率系数要求，具体测试工况及各加载工况水箱加载布置，如图6所示。

图6 加载布置简图Fig.6 Simplified diagram of loading

所有加载工况均采用分级加载，每一工况分三级加载，三级卸载。每级加载持荷时间大约为60 min，仪器读数趋于稳定后开始读数。同时，加载过程中密切注意结构各控制点的应变和位移，如遇异常情况立即终止加载。

根据测试工况计算出各主要控制截面挠度值及对应的静载试验效率系数ηr（表3）。

表3 控制截面静载试验效率Table3 Response ratio of test load to design load for key cross-sections

该桥各加载工况下的静载试验荷载效率介于1.01～1.02之间，满足JTG/T J21-2011的相关要求，同时表明试验荷载所产生的最不利效应可反映设计规范基本可变荷载效应的特征，且不至于对桥梁结构造成损伤。

3.3 试验结果及分析

（1）挠度测试结果

各加载工况下相应的挠度测试结果汇总于表4中。

表4 挠度变形测试与计算值比较†Table4 Comparing the tested deflection with calculated values(mm)

（2）应力测试结果

各加载工况下相应的应力测试结果汇总于表5中。

（3）结果分析

实测的拱肋控制截面挠度校验系数在0.778～0.881之间，实测值均小于计算值，表明结构竖向刚度能够满足设计要求；实测的最大相对残余变形小于20%，表明结构处于较好的弹性工作状态；L/2截面最不利活载工况的全桥挠曲线平顺，挠度变化规律符合结构受力特点，并且对称两条测线挠度变化值基本一致。

表5 应力测试与计算值比较†Table5 Comparing the tested stress with calculated values (Mpa)

实测的拱肋控制截面应力校验系数在0.714～0.913之间，实测值均小于计算值，表明结构强度能够满足设计要求；实测的最大相对残余应力小于20%，表明结构处于较好的弹性工作状态。

4 结论与讨论

1）木结构人行桥自重小，附属构件及金属连接件的自重对其受力影响较大，在对其进行有限元建模分析时，应将桥面板、护栏及各连接节点处的钢连接件等构件的自重准确模拟为恒荷载施加于结构各相应部位。对于木构件间常用的钢夹板螺栓连接等节点连接形式，因连接刚度非常大，可将其模拟为刚接。

2）木结构示范人行桥主要测点的静力荷载试验结构校验系数小于理论计算值，且相对残余变位和残余应力均小于20%（皆满足国内相关规范要求），表明其承载能力满足设计要求，结构处于较好的弹性工作状态。

本研究主要对木结构人行桥的承载能力和第一类稳定问题进行了相关研究，尚未开展动力性能方面的试验，因此无法对结构性能做出全面评价。为推广其在工程领域的应用，还需对木结构人行桥的人致振动分析、舒适度评价和减振优化控制等开展深入研究。